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Henri-Francois Boyer
To cite this version:
Henri-Francois Boyer. Usinage à sec ou MQL : quantification et prise en compte des dilatations thermiques durant le process. Autre. Ecole nationale supérieure d’arts et métiers - ENSAM, 2013. Français. �NNT : 2013ENAM0018�. �pastel-00936121�
mer cela imprudence, témérité, inconscience ou folie. Mais le
but d'une existence d'homme n'est pas de recueillir l'appui
de gens trop sages. C'est d'avoir porté et transmis le relais.
P. Bézier
Table des matières
Table des matières 5
Liste des gures 9
Liste des tableaux 12
1 Introduction générale 15
2 État de l'art industriel - Thermique de la coupe 19
2.1 Minimum Quantity Lubrication . . . 20
2.1.1 Dé nition . . . 20
2.1.2 Création du brouillard MQL . . . 21
2.1.3 Huiles utilisées en MQL . . . 22
2.1.4 Adaptations nécessaires à l'emploi de la technologie MQL . . . 24
2.1.4.1 Modi cations des outils de coupe . . . 24
2.1.4.2 Modi cations du centre d'usinage nécessaires au MQL . 26 2.1.4.3 Prise en compte des phénomènes thermiques . . . 27
2.1.5 Synthèse . . . 28
2.2 Thermique de la coupe . . . 29
2.2.1 Dé nition de la coupe orthogonale . . . 29
2.2.2 Phénomènes thermomécaniques mis en jeu lors de l'usinage . . . . 30
2.2.3 Impact de la technologie MQL sur la thermique de la coupe . . . 30
2.2.3.1 Refroidissement par sou age d'air comprimé en pointe d'outil . . . 31
2.2.3.2 Refroidissement par évaporation de l'huile . . . 31
2.2.3.3 Synthèse . . . 31
2.2.4 Puissance de coupe en usinage . . . 31
2.2.5 Répartition de la puissance de coupe en usinage . . . 32
2.2.6 Modélisation des sources volumiques et surfaciques de chaleur en usinage . . . 34
2.2.6.1 Modélisation des sources de chaleur et des températures engendrées dans la zone de cisaillement primaire . . . 34
2.2.6.2 Modélisation des sources de chaleur et des températures engendrées dans les zones de frottement (contact outil -pièce et outil - copeau) . . . 38
2.2.7 Mesure de la température en usinage . . . 41
2.2.7.1 Mesures avec contact . . . 42
2.2.7.2 Mesures sans contact . . . 42
2.2.7.3 Mesures a posteriori . . . 43
2.2.8 Estimation du ux thermique entrant dans une pièce pendant son usinage . . . 43
2.2.8.1 Introduction aux diérentes méthodes d'estimation . . . 43
2.2.8.2 Méthodes indirectes . . . 43
2.2.8.3 Méthodes directes . . . 45
2.2.8.4 Synthèse . . . 47
2.3 Conclusion . . . 47
3 Problématique 49 3.1 Problématique industrielle - Exemple de l'usinage à sec d'un disque de frein 50 3.2 Équilibre thermomécanique d'une pièce en cours d'usinage . . . 53
3.2.1 Dé nition des conditions aux limites . . . 54
3.2.1.1 Chargement thermique . . . 54
3.2.1.2 Chargement mécanique . . . 55
3.2.2 Problème thermomécanique à résoudre . . . 55
3.3 Mise en ÷uvre des simulations . . . 57
3.3.1 Imposition de la source de chaleur . . . 57
3.3.2 Principe de génération du chier de simulation et dépouillement des résultats . . . 58
3.4 Identi cation de la source de chaleur due à la coupe . . . 58
3.5 Bilan des paramètres des modèles . . . 59
3.6 Retour sur la problématique et démarche de la thèse . . . 59
4 Identi cation de sources de chaleur en usinage 61 4.1 Simulation thermique du fraisage . . . 62
4.1.1 Géométrie étudiée . . . 62
4.1.2 Conditions aux limites . . . 63
4.1.2.1 Conduction et convection . . . 63
4.1.2.2 Source de chaleur due à l'usinage . . . 64
4.1.3 Paramètres du matériau . . . 65
4.1.4 Résultat de simulation . . . 66
4.1.5 Mesure de l'échauement de la pièce en cours d'usinage . . . 67
4.1.6 Positionnement des thermocouples dans la pièce . . . 68
4.2 Calibrage des simulations . . . 68
4.3 Analyse de sensibilité du modèle . . . 69
4.3.1 Continuité du déplacement de la source de chaleur . . . 69
4.3.2 In uence de la convection de la pièce avec le milieu environnant . 72 4.3.3 In uence des paramètres du matériau . . . 72
4.3.3.1 Diusivité thermique . . . 73
4.3.3.2 Capacité thermique massique et volume massique . . . . 73
4.3.4 Quanti cation de l'erreur de mesure de la température . . . 74
4.3.5 Sensibilité de la mesure de température au positionnement des ther-mocouples . . . 75
4.3.6 Bilan . . . 75
4.4 Méthode d'identi cation de la chaleur entrant dans la pièce en cours d'usinage 76
4.4.1 Étape 1 : identi cation de la position du thermocouple . . . 77
4.4.2 Étape 2 : Identi cation de la source de chaleur due à la coupe . . 78
4.4.3 Quanti cation des incertitudes . . . 79
4.5 Identi cation de la source de chaleur en fraisage . . . 80
4.5.1 Dé nition de l'outil et des conditions de coupe . . . 80
4.5.2 Déroulement d'un essai . . . 80
4.5.3 Évolution de la puissance de coupe en fonction des conditions de coupe . . . 81
4.5.4 Résultats des essais et discussion . . . 83
4.6 Identi cation de la source de chaleur en perçage et taraudage . . . 86
4.6.1 Dé nition des outils et des conditions de coupe . . . 86
4.6.2 Déroulement d'un essai . . . 87
4.6.3 Évolution de la puissance de coupe en fonction des conditions de coupe . . . 87
4.6.3.1 Puissance de coupe en perçage . . . 87
4.6.3.2 Puissance de coupe en taraudage . . . 88
4.6.4 Résultats des essais et discussion . . . 90
4.6.4.1 Mesure de l'échauement de la pièce en perçage . . . 90
4.6.4.2 Mesure de l'échauement de la pièce en taraudage . . . . 92
4.6.4.3 Identi cation des sources de chaleur . . . 94
4.7 Conclusion . . . 95
5 Simulation des déformations d'une pièce automobile - Application in-dustrielle du MQL 99 5.1 Simulation de l'usinage d'un carter de boite de vitesses . . . 100
5.1.1 Pièce étudiée . . . 100
5.1.2 Simulation de l'usinage - Optimisation de gammes . . . 101
5.1.2.1 Dé nition des conditions aux limites du problème étudié 101 5.1.2.2 In uence de l'ordonnancement des opérations . . . 103
5.2 Qualité pièce et correction de la géométrie usinée . . . 106
5.2.1 Identi cation des cotes fabriquées sensibles à la température initiale de la pièce . . . 107
5.2.2 Correction de la géométrie produite en fonction de la température initiale de la pièce et / ou de son échauement . . . 108
5.3 Apport économique et environnemental du MQL . . . 109
5.3.1 Dé nition de la valeur de transformation . . . 109
5.3.2 Périmètre de comparaison . . . 110
5.3.3 Impact de la technologie MQL sur les frais indirects de fonctionne-ment . . . 113
5.3.3.1 Consommation d'énergie électrique . . . 113
5.3.3.2 Consommation d'air comprimé . . . 114
5.3.3.3 Consommation de liquide de coupe . . . 114
5.3.3.4 Bilan économique et environnemental . . . 116
5.3.4 Impact de la technologie MQL sur l'investissement d'un module d'usinage de carters de boite de vitesses . . . 117
5.3.5 Synthèse . . . 118
6 Conclusion générale 119
Bibliographie 123
Liste des gures
Introduction générale 15
1.1 Enjeux associés à la réduction de l'utilisation des uides de coupe en
usi-nage [55] . . . 16
État de l'art industriel - Thermique de la coupe 19 2.1 Système MQL mono canal . . . 21
2.2 Système MQL bi canal . . . 22
2.3 Exemple d'un foret MQL et d'un foret arrosage . . . 24
2.4 Modi cations de la géométrie du porte outil suivant DIN69090 . . . 25
2.5 Représentation schématique d'une machine adaptée pour l'usinage MQL 27 2.6 Dé nitions des paramètres de la coupe orthogonale. . . 29
2.7 Diérentes zones de création de chaleur en usinage (d'après Kagnaya [23] et Battaglia et al. [2]) . . . 30
2.8 Répartition des ux de chaleur dans la zone de coupe d'après M. Balazinski [1] 33 2.9 Récapitulatif de diérents modèles utilisés pour estimer la distribution de la température dans le copeau et dans la pièce, induite par la zone de cisaillement primaire. (d'après Komanduri et Hou [27].) . . . 37
2.10 Modélisation thermique de la zone de cisaillement primaire proposée par Komanduri et Hou [27].) . . . 38
2.11 Modèle de distribution de contraintes proposé par Lee et al. [31]. . . 39
2.12 Modèle de répartition des contraintes normales à l'interface de contact outil/copeau proposé par Kilic et Raman [24]. . . 41
2.13 Mesures thermiques en usinage (d'après S. Hoppe [17]) . . . 42
2.14 Évolution du coe cient de partage de ux dans la pièce en fonction du nombre adimensionnel Nthpour le modèle de Komanduri et Hou (à gauche) et Nthtan(φ) pour le modèle de Boothroyd (à droite). . . 45
2.15 Géométrie des pièces, implantation des thermocouples et exemples d'un essai proposé par Fleischer et al. [11] . . . 45
2.16 Comparaison du modèle expérimental et du modèle mathématique proposé par Pabst et al. [43] pour une fonte à graphite vermiculaire EN-GJL-250 47 Problématique 49 3.1 Schema de la ligne d'usinage du disque de frein . . . 50
3.2 Disque de frein étudié . . . 51
3.3 Evolution de la température moyenne de la pièce pendant les diérentes opérations d'usinage . . . 51 3.4 Cône mesuré sur l'alésage du cylindre 2 . . . 53 3.5 Représentation schématique des échanges thermiques d'une pièce en cours
d'usinage . . . 54 3.6 Bandes d'imposition de la source de chaleur . . . 57 3.7 Démarche générale mise en ÷uvre pour la prédiction des déformations de
la pièce . . . 58 3.8 Schématisation du principe d'identi cation de la source de chaleur pendant
l'usinage (ici, dans le cas du fraisage) . . . 59 3.9 Paramètres du modèle thermomécanique de simulation . . . 60
Identi cation de sources de chaleur en usinage 61
4.1 Description générale des essais . . . 62 4.2 Dé nition de la géométrie de la pièce simulée pour l'étude de sensibilité et
l'identi cation des sources de chaleur . . . 63 4.3 Dé nition des points de mesure sur la géométrie de référence . . . 63 4.4 Illustration de la méthode d'imposition de la source dans le cas de source
croissante et décroissante linéaires . . . 64 4.5 Évolution de la pièce dans en quatre points de mesure. Source unitaire
(Ppiece = 1 W), se déplaçant à 20 m/min sur la surface supérieure de la
pièce. Convection avec l'environnement négligée. Matériaux : AS9U3 (ρ = 2741 Kg / m3, λ = 132 W / (m.K), c = 829 J / (Kg.K)) . . . 67
4.6 Évolution de la température maximale obtenue par simulation en fonction du pas de découpage et de la dimension des éléments de la surface usinée 68 4.7 Diérentes méthodes pour imposer les sources de chaleur croissante et
décroissante . . . 70 4.8 Tracé pour la courbe montante du cas linéaire et du cas polynomial.
Ta-bleau des points de passage programmés dans le logiciel élément ni. . . 71 4.9 Températures en fonction du temps pour un n÷ud situé 0,5 mm sous la
surface : in uence de la méthode utilisée pour imposer la source de chaleur. Source unitaire (1 Watt), se déplaçant à 20 m/min sur la surface supérieure de la pièce. Convection avec l'environnement négligée. Matériaux : AS9U3 (ρ = 2650 Kg / m3, λ = 150 W / (m.K), c = 945 J / (Kg.K)) . . . . 71
4.10 Évolution de la température maximale mesurées aux n÷uds en fonction de la distance à la surface usinée, Source de chaleur unitaire (1 Watt), se déplaçant à 20 m/min sur la surface supérieure de la pièce. Convection avec l'environnement négligée. Matériaux : AS9U3 (ρ = 2650 Kg / m3, λ
= 150 W / (m.K), c = 945 J / (Kg.K)S . . . 75 4.11 Évolution de la température en fonction du temps pour 4 n÷uds répartis
verticalement entre la surface usinée et 0.9 mm sous celle-ci (pour une source de chaleur unitaire) . . . 76
4.12 Tracé de l'échauement normalisé T∗ = T
Tmax mesuré (rouge) et de
l'échauf-fement normalisé simulé (bleu) pour diérentes positions (1.5, 2, 2.5 et 3 mm sous la surface usinée) théoriques du thermocouple (Essai de fraisage 9, ap = 2 mm, Vc = 3000 m/min, fz = 0.1 mm/dt) . . . 77
4.13 Tracé de l'échauement normalisé T∗ = T
Tmax mesuré (rouge) et de
l'échauf-fement normalisé simulé (bleu) pour diérentes positions (2.3, 2.4, 2.5 mm sous la surface usinée) théoriques du thermocouple (Essai de fraisage 9, ap = 2 mm, Vc = 3000 m/min, fz = 0.1 mm/dt) . . . 78
4.14 Dé nition de la géométrie usinée et implantation de la pièce dans le centre d'usinage . . . 80 4.15 Déroulement d'un essai de fraisage . . . 81 4.16 Échauement mesuré de la pièce (Essai F11, Vc= 2000 m/min, ap = 2 mm
et fz = 0.15 mm/dt) . . . 81
4.17 Puissance à la broche mesurée en fraisage (Essai 11, ap = 2 mm, Vc= 2000
m/min, fz = 0,15 mm/dt, durée du fraisage : 593 ms) . . . 82
4.18 Évolution de la puissance nécessaire à la coupe en fonction du débit copeau ( Q = ap· ae· vf). . . 83
4.19 Évolution de la source de chaleur mesurée (Ppiece) en fraisage en fonction
des paramètres de coupe pour une épaisseur coupée de ae = 1 cm . . . . 83
4.20 Évolution de la source de chaleur mesurée en fraisage en fonction de la puissance de coupe mesurée pour une épaisseur coupée de ae = 1 cm . . 84
4.21 Dé nition de la géométrie des pièces de perçage et taraudage . . . 86 4.22 Puissance à la broche mesurée en perçage (Essai P1, foret diamètre 8.5
mm, vitesse de coupe Vc = 225 m/min, avance par dent fz = 0.1 mm/dt) 87
4.23 Évolution de la puissance nécessaire à la coupe en perçage en fonction du débit copeau Q = fz· d2 · vc . . . 88
4.24 Puissance à la broche mesurée en perçage (Essai T7, taraud M8x1.25, vitesse de coupe Vc = 20 m/min) . . . 89
4.25 Évolution de la puissance nécessaire à la coupe en taraudage en fonction du débit copeau . . . 89 4.26 Échauement de la pièce en fonction du temps pour un essai de perçage
(Essai P1, foret diamètre 8.5 mm, vitesse de coupe vc= 225 m/min, avance
par dent fz = 0.1 mm/dt) . . . 90
4.27 Échauement de la pièce en fonction du temps pour un essai de taraudage (Essai T2, Taraud M10x1.5, vitesse de coupe Vc = 20 m/min) . . . 92
4.28 Évolution de la source de chaleur (Ppiece) entrant dans la pièce en perçage
en fonction du diamètre percé et des conditions de coupe . . . 93 4.29 Évolution de la source de chaleur (Ppiece) entrant dans la pièce en taraudage
en fonction du diamètre nominal taraudé et de la vitesse de coupe . . . . 94 Simulation des déformations d'une pièce automobile - Application
indus-trielle du MQL 99
5.1 Gamme d'usinage du carter de boite de vitesses étudié . . . 101 5.2 Éléments usinés sur le carter de boite de vitesses étudié . . . 101
5.3 Surfaces de mise en position du carter de boite de vitesses sur le montage d'usinage . . . 103 5.4 Echauement de la pièce avant réalisation du premier perçage (t= 25
se-condes, sources de chaleur imposées suivant déroulé du tableau 5.1) . . . 104 5.5 Echauement de la pièce après réalisation de la moitié des perçages et
avant le dernier perçage en fonction de la stratégie utilisée . . . 105 5.6 Défaut de localisation des perçages en fonction de la stratégie utilisée . . 106 5.7 Exemple pour une cote unidimensionnelle de l'estimation de la dilatation
thermique maximale . . . 108 5.8 Principe de l'implémentation de la correction de la géométrie produite en
fonction de la température initiale de la pièce et de son échauement en cours d'usinage . . . 108 5.9 Répartition de la valeur de transformation d'un carter de boite de vitesse
chez Renault . . . 110 5.10 Architecture type d'une ligne d'usinage de carters de boite de vitesses pour
automobiles . . . 111 5.11 Périmètre de comparaison pour la machine fonctionnant avec arrosage de
liquide de coupe . . . 113 5.12 Périmètre de comparaison pour la machine fonctionnant en micro
lubri -cation . . . 113 5.13 Principe de fonctionnement d'une centrale de liquide de coupe . . . 115
Liste des tableaux
État de l'art industriel - Thermique de la coupe 19
2.1 Applications possibles de l'usinage à sec et de l'usinage MQL, d'après Wei-nert et al. [53] . . . 20 2.2 Avantages et inconvénients des systèmes MQL mono et bi canal . . . 22 2.3 Caractéristiques des huiles de coupe utilisées en MQL [53] . . . 23 2.4 Répartition de l'énergie nécessaire à la coupe, d'après Fleischer et al. [11] 34 2.5 Synthèse de paramètres de la loi de Johnson-Cook proposée par Ozel et
Zeren [54]. . . 36 2.6 Récapitulatif des diérentes distributions de contraintes à l'interface
ou-til/copeau proposé par Raman et al. [44]. . . 40 2.7 Synthèse de diérentes expressions des coe cients de partage du ux en
usinage, d'après Komanduri et Hou [27] . . . 44 2.8 Conditions de coupe et coe cients identi és par Pabst pour une fonte
EN-GJL-250 [43] . . . 46
Problématique 49
3.1 Déroulé de gamme de l'opération 140 . . . 52
Identi cation de sources de chaleur en usinage 61
4.1 Identi cation des paramètres matériaux d'un alliage d'aluminium AS9U3 à 20 ◦C (Source : Normes internes entreprise Renault SA) . . . . 65
4.2 Évolution des paramètres d'un alliage d'aluminium AS9U3 en fonction de la température . . . 66 4.3 Température maximum obtenue par la simulation pour deux coe cients
de convection extrêmes . . . 72 4.4 Température maximale obtenue par la simulation pour trois valeurs de la
conductivité thermique, source unitaire (Ppiece = 1 W) se déplaçant à 20
m/min sur la surface supérieure de la pièce. Convection négligée. . . 73 4.5 Température maximale obtenue par la simulation pour trois valeurs de la
capacité thermique, source unitaire (Ppiece= 1 W) se déplaçant à 20 m/min
sur la surface supérieure de la pièce. Convection négligée. . . 74 4.6 Comparaison de l'échauement maximum dû à la coupe avant et à la coupe
arrière de l'outil . . . 82 4.7 Synthèse des essais de fraisage réalisés . . . 85
4.8 Dé nition de la position des thermocouples, des profondeurs de perçage et taraudage et des conditions de coupe testées . . . 86 4.9 Conditions de coupe et échauement maximal mesuré par les trois
ther-mocouples pendant les essais de perçage . . . 91 4.10 Conditions de coupe et échauement maximal mesuré par les deux premiers
thermocouples pendant les essais de taraudage . . . 92 4.11 Synthèse des essais de perçage réalisés . . . 96 4.12 Synthèse des essais de taraudage réalisés . . . 97 Simulation des déformations d'une pièce automobile - Application
indus-trielle du MQL 99
5.1 Déroulement de la gamme d'usinage simulée pour le carter de boite de vitesses . . . 103 5.2 Ordonnancement des trois stratégies de perçage étudiées . . . 104 5.3 Répartition des investissements pour la mise en place d'une nouvelle ligne
de production de carters de boite de vitesses . . . 111 5.4 Tableau des gains et des risques associés au passage d'une ligne de
produc-tion en arrosage à une ligne en micro lubri caproduc-tion . . . 112 5.5 Tableau comparatif de la consommation électrique de la machine en
arro-sage et en micro lubri cation . . . 114 5.6 Consommation d'énergie électrique associée à deux centrales de liquide de
coupe de l'usine Renault de Cacia (Portugal) . . . 116 5.7 Synthèse économique des gains et pertes sur les frais indirects de
produc-tions identi és (en e/ carter) . . . 116 5.8 Écart d'investissement entre un module d'usinage utilisant la technologie
MQL et un module utilisant l'arrosage de liquide de coupe . . . 117
Introduction générale
L'industrie automobile est de nos jours un secteur fortement concurrentiel : les de-mandes du client en terme de coût économique et de performances sont importantes. Ce secteur connait une course à l'innovation dans la conception produit mais aussi dans les procédés de fabrication a n d'améliorer son e cience industrielle. Une voie de travail possible est la diminution des coûts associés à l'usinage des pièces mécaniques.
Actuellement, la grande majorité des productions de pièces par usinage se fait avec uti-lisation de liquide de coupe. Celui-ci assure trois fonctions pendant l'usinage :
faciliter l'évacuation des copeaux : à la fois à l'extérieur de la zone de travail de l'outil et vers une unité de collectage.
lubri er les interfaces outil / pièce et outil / copeau : a n de réduire l'usure de l'outil avec le temps, améliorer la qualité des surfaces usinées et réduire les échauements de la pièce et de l'outil.
assurer une régulation et une stabilisation thermique : on cherche à maîtri-ser les variations au cours du temps de la température de la machine, de l'outil mais aussi de la pièce a n notamment de limiter les dilatations de ces diérents éléments. L'utilisation des liquides de coupe en usinage représente de 7 à 17% (Figure 1.1) de la valeur de transformation d'une pièce dans l'industrie automobile [25, 30, 46, 53]. En particulier, nous verrons dans le dernier chapitre que, pour un carter de boite de vitesse aluminium, les coûts directs (hors main d'÷uvre) de l'arrosage de liquide de coupe re-présentent quelques dizaines de centimes d'euro par pièce produite. Un gain économique de cet ordre constitue, dans une industrie de masse telle que l'automobile, une enjeu ma-jeur. Les améliorations généralement apportées dans les lignes de fabrication permettent de réaliser des gains de quelques dixièmes de centimes à quelques centimes par pièce produites.
Ces mesures réalisées sur un site de production grande série ont également permis de mettre en évidence l'intérêt environnemental de la suppression des liquides de coupe. En eet, l'usinage de ce type de pièce consomme près de 1.5 litres de liquide de coupe (mélange à 7% d'huile et d'eau) par évaporation, résidu sur pièce ou fuite (Figure 1.1). De plus, les huiles utilisées posent également des problèmes environnementaux (recyclage, entretien pendant leur cycle de vie...) mais aussi sanitaires (atteintes cutanées pour les opérateurs manipulant ces liquides de coupe par exemple). En n, le cadre réglementaire est de plus en plus contraignant concernant l'utilisation des liquides de coupe en usinage
Figure 1.1 Enjeux associés à la réduction de l'utilisation des uides de coupe en usinage [55]
(directives REACH1 de l'Union Européenne, normes environnemtales ISO 14001...).
Ces trois aspects poussent les industriels à réduire leur utilisation de liquide de coupe en usinage. Pour cela ils développent l'usage de la microlubri cation (ou Minimum Quan-tity Lubrication, MQL en anglais). Cette technique consiste à pulvériser dans la zone de travail de l'outil, et uniquement lorsque cela est nécessaire, un brouillard d'huile.
La suppression du liquide de coupe (ou la réduction de son utilisation) impose de comprendre les fonctions remplies précédemment par le liquide de coupe et de trouver lorsque cela est nécessaire des moyens de pallier à son absence. Le rôle de lubri cation des interfaces entre l'outil et la pièce et entre l'outil et le copeau est encore assuré à condition que le brouillard air et huile soit distribué en bonne quantité et dans la zone utile. Ce rôle est toujours rempli en micro-lubri cation à condition que les outils soient adaptés (a n de distribuer la quantité minimale d'huile dans les zones où cela est nécessaire) et que le débit d'huile soit su sant. Le choix de cette huile doit également être mené en tenant compte de nouvelles contraintes (biodégradabilité, vieillissement, impact sanitaire [20] ...).
Le rôle d'évacuation des copeaux est à adapter du point de vue de la conception du centre d'usinage utilisé. Un centre d'usinage adapté à la micro-lubri cation devra disposer d'une géométrie interne facilitant l'évacuation des copeaux vers une zone de collecte (suppression des recoins présentant des risques de rétention de copeaux, ajout d'un ux d'air pour aider la centralisation des copeaux, ...).
1. Registration, Evaluation, Authorization, Chemicals. Directive Européenne dont l'objectif est de permettre à l'Union Européenne de posséder une législation soucieuse de la santé et de l'environnement tout en respectant la compétitivité des entreprises.
Les fonctions de lubri cation et d'évacuation des copeaux sont des verrous techno-logiques associés à l'utilisation de la microlubri cation. Elles imposent de concevoir le centre d'usinage et les outils en intégrant de nouvelles contraintes. Ces éléments seront précisés dans le premier chapitre mais ne sont pas centraux dans le présent travail.
La suppression du liquide de coupe impose également de s'assurer de la régulation et de la stabilisation thermique de la pièce a n de garantir sa conformité géométrique et dimensionnelle. Deux problèmes sont donc à étudier : le premier concerne l'impact de la température de chargement de la pièce dans le centre d'usinage sur la géométrie produite, le second est lié à l'échauement de la pièce pendant sa fabrication.
Usiner une pièce à une température diérente de la température de référence (géné-ralement 20°C) peut entrainer la production de pièces non conformes. En eet, lors de l'usinage de pièces précises, la dilatation de la pièce sous l'eet de sa température peut être du même ordre de grandeur que la tolérance de fabrication. Il est donc nécessaire d'être capable d'estimer l'eet de la température de chargement de la pièce sur la géo-métrie produite et de proposer des méthodes permettant de prendre en compte cette température.
Pendant son usinage, la pièce est échauée par les phénomènes associés à la formation du copeau et subie des échanges avec son milieu environnant. Ces échauements sont locaux et fortement liés au couple outil - matière en présence. Ils peuvent conduire à l'apparition de défauts géométriques et / ou dimensionnels sur les pièces.
L'objectif de cette thèse est d'étudier les phénomènes de dispersion des côtes dus à l'échauement de la pièce pendant son usinage. Nous souhaitons montrer que la connais-sance des ux de chaleur liés à l'usinage permet de prédire rapidement les déformations de la pièce. L'estimation de ces déformations permettra d'évaluer lors de la conception des gammes d'usinage l'impact de l'absence de liquide de coupe sur la géométrie usinée. Après cette introduction, le chapitre 2 de la thèse sera consacré d'une part à réaliser un état de l'art industriel concis concernant la micro lubri cation en usinage. D'autre part, les aspects thermiques associés à la formation du copeau à la pointe de l'outil et les diérentes modélisation (issues de la littérature) de ces phénomènes seront présentées. Nous nous intéresserons en particulier à la chaleur introduite dans la pièce par l'usinage et aux méthodes permettant d'estimer cette source de chaleur.
Le chapitre 3 reviendra en détail sur la formalisation de la problématique de la thèse à l'aide d'un exemple issu de l'industrie automobile (usinage à sec d'un disque de frein). Les ordres de grandeur des échauements et des déformations ainsi que des tolérances de fabrication seront précisés. Nous présenterons ensuite le problème thermo mécanique à résoudre a n estimer les déformations de la pièce. Les conditions aux limites et les chargements (thermiques et mécaniques) de la pièce seront énoncés. La modélisation utilisée pour résoudre ce problème sera ensuite décrite.
Le chapitre 4 sera consacré à l'identi cation par une méthode inverse des sources de chaleur associés à des opérations d'usinage simples (fraisage, perçage et taraudage). Dans un premier temps, nous dé nirons les dispositifs expérimentaux puis nous calibrerons les simulations nécessaires à l'identi cation des ux de chaleur. Dans un deuxième temps, ce chapitre présentera les résultats des essais d'identi cation réalisés.
Le chapitre 5 abordera la simulation des déformations d'une pièce en cours d'usinage en utilisant le modèle présenté dans le chapitre 3. Les sources identi ées dans le chapitre 4 nous permettront d'évaluer les déformations mécaniques d'un carter de boite de vitesses. Ces simulations seront utilisées a n d'illustrer l'importance de la prise en compte des aspects thermiques lors de la conception d'une gamme d'usinage en l'absence de liquide de coupe. Une méthode de compensation de la géométrie usinée en fonction de la température initiale de la pièce et / ou de son échauement sera également présentée. En n une analyse de l'impact économique de la suppression des liquides de coupe sera conduite en distinguant les aspects liés à l'investissement d'une ligne de production des aspects liés à son fonctionnement. Cette analyse permettra d'identi er les scénarii industriels d'application de la technologie MQL.
Dans le dernier chapitre nous dresserons un bilan du travail réalisé et quelques pers-pectives d'étude seront énoncées.
État de l'art industriel
-Thermique de la coupe
Sommaire
2.1 Minimum Quantity Lubrication . . . 20
2.1.1 Dé nition . . . 20
2.1.2 Création du brouillard MQL . . . 21
2.1.3 Huiles utilisées en MQL . . . 22
2.1.4 Adaptations nécessaires à l'emploi de la technologie MQL . . . 24
2.1.5 Synthèse . . . 28
2.2 Thermique de la coupe . . . 29
2.2.1 Dé nition de la coupe orthogonale . . . 29
2.2.2 Phénomènes thermomécaniques mis en jeu lors de l'usinage . . 30
2.2.3 Impact de la technologie MQL sur la thermique de la coupe . . 30
2.2.4 Puissance de coupe en usinage . . . 31
2.2.5 Répartition de la puissance de coupe en usinage . . . 32
2.2.6 Modélisation des sources volumiques et surfaciques de chaleur en usinage . . . 34
2.2.7 Mesure de la température en usinage . . . 41
2.2.8 Estimation du ux thermique entrant dans une pièce pendant son usinage . . . 43
2.3 Conclusion . . . 47
Le liquide de coupe assure trois fonctions en usinage : lubri cation, évacuation des copeaux et stabilisation thermique. Sa suppression impose donc de trouver de nouvelles solutions pour assurer ces fonctions. Dans ce chapitre nous présenterons tout d'abord les développements technologiques spéci ques permettant d'assurer les deux premières fonctions malgré l'absence de liquide de coupe dans le centre d'usinage. Les mécanismes physiques (mécaniques et thermiques) associés à la formation du copeau à la pointe de l'outil seront ensuite décrits. Nous nous intéresserons en particulier aux méthodes existantes permettant d'évaluer la quantité de chaleur échauant une pièce pendant son usinage.
2.1 Minimum Quantity Lubrication
2.1.1 Dé nition
Comme nous l'avons vu en introduction, la démarche MQL consiste à remplacer l'ar-rosage de liquide de coupe par la pulvérisation, dans la zone de coupe et uniquement lorsque cela est nécessaire, d'un brouillard d'air et d'huile. Cette technologie a été déve-loppée à partir des années 1990 en Allemagne sous l'impulsion du gouvernement [53]. Les premières applications dans l'industrie automobile datent du début 2000 [46, 37].
Le but de la démarche MQL est de réduire au strict de minimum la quantité d'huile nécessaire à la réalisation d'un usinage. Les débits d'huile utilisés sont généralement infé-rieurs à 50 mL / h. L'air est pulsé avec un débit de 150 L/min. En arrosage, conventionnel, la pièce est arrosée sous un débit d'environ 100 L/min.
Alu Acier Fonte
Aciers de
Alliages Alliages Aciers décolletage, De GG20
coulés travaillés fortement trempés ou à GGG70
alliés durcis
Perçage MQL MQL MQL MQL / Sec MQL / Sec
Alésage MQL MQL MQL MQL MQL Taraudage MQL MQL MQL MQL MQL Taraudage par MQL MQL MQL MQL MQL déformation Perçage profond MQL MQL MQL MQL
Fraisage MQL / Sec Sec Sec Sec Sec
Tournage MQL / Sec MQL / Sec Sec Sec Sec
Taillage Sec Sec Sec
d'engrenage
Sciage MQL MQL MQL MQL MQL
Brochage MQL Sec Sec
TABLEAU 2.1 Applications possibles de l'usinage à sec et de l'usinage MQL, d'après Weinert et al. [53]
Le tableau 2.1, proposé Weinert et al. [53], présente les applications possibles pour cette technologie. L'auteur distingue les usinages réalisables à sec des usinages réalisables avec MQL.
On remarque que le domaine d'application du MQL ou de l'usinage à sec est très vaste. De nombreuses études ont démontré la faisabilité de l'usinage MQL / sec sur dif-férents matériaux, principalement pour les opérations d'usinage à arête de coupe dé nie. Ces études ont permis de démontrer que les outils de coupe disponibles actuellement permettent d'assurer la production de petites et de grandes séries de pièce. Cependant, il reste encore à travailler sur les fonctions de maintien en température et d'évacuation des copeaux assurées par le liquide de coupe.
2.1.2 Création du brouillard MQL
Il existe principalement deux systèmes permettant de créer le mélange air-huile. Ces deux systèmes se diérencient par le lieu de production du mélange.
Figure 2.1 Système MQL mono canal
Dans le premier système (mono canal), le mélange est fait à l'extérieur de la machine puis amené au niveau de la zone de coupe par un canal unique. Ce système est décrit sur la gure 2.1. Il présente l'avantage de pouvoir être facilement mis en place sur une machine non conçue (au départ) pour réaliser des usinages MQL. Cependant, ce type de système est assez peu réactif lors d'un changement d'outil à cause de la longueur des canaux séparant l'unité principale de l'outil de coupe. La mise en service du dispositif MQL n'entraine pas une distribution immédiate de brouillard à la pointe de l'outil.
Un autre système existe : le sytème bi-canal il permet de réaliser le mélange air / huile au plus près du corps de l'outil ( gure 2.2). Ce type de système nécessite une modi cation de la broche mais ore un meilleur temps de réponse lors des changements d'outils.
Le tableau 2.2 présente les avantages et inconvénients des deux technologies permet-tant de réaliser le brouillard air huile. On notera que pour certaines applications (notam-ment lorsque la vitesse de rotation de la broche est supérieure à 15 000 tr/min) seul le système bi-canal permet d'assurer une distribution du brouillard air huile dans de bonnes conditions (c'est à dire en assurant une bonne homogénéité du mélange air huile en pointe d'outil).
Figure 2.2 Système MQL bi canal
2.1.3 Huiles utilisées en MQL
Le choix d'une huile de coupe en arrosage est guidé par son in uence sur les perfor-mances de coupe. De nombreuses études ont été menées depuis une vingtaine d'années pour améliorer les performances des liquides de coupe et permettre de guider le choix du liquide en fonction de l'usinage à réaliser [3].
En MQL, d'autres critères doivent être pris en compte pour choisir le liquide de coupe : biodégradabilité, stabilité à l'oxydation de l'air... En eet, la diminution de consomma-tion de liquide de coupe entraîne l'existence dans l'atelier de producconsomma-tion de nombreux réservoirs de liquide (un par machine d'usinage) soumis à des conditions de stockage plus ou moins agressives : variations de température, de luminosité, temps...
Il existe deux principales familles d'huile de coupe utilisées en MQL : les esters syn-thétiques et les alcools gras. Le tableau 2.3 proposé par Weinert et al. [53] donne les principales propriétés ainsi que les principaux critères de choix de la famille d'huile à utiliser en fonction de l'application souhaitée.
Système mono canal Système bi canal
- Rotation broche limitée à 16 000
tr/min - Rotation broche jusqu'à 40 000 tr/min
- In uence de la vitesse de rotation de
la broche sur la qualité du brouillard - Pas d'in uence de la rotation de labroche sur la qualité du brouillard
- Temps de réaction important - Temps de réaction réduit : mélange
créé proche de la géométrie de coupe - Viscosité de l'huile < 50 mm2/s
préco-nisée - Système indépendant de la viscosité del'huile et de sa température - In uence faible de la géométrie des
ca-naux internes de l'outil - Forte in uence de la géométrie des ca-naux internes de l'outil - Pression de l'air > 5 bar - Pression de l'air > 4 bar
TABLEAU 2.2 Avantages et inconvénients des systèmes MQL mono et bi canal
Esters Synthétiques Alcools Gras Alcools à longues chaines
Huiles végétales fabriqués à partir d'huiles
modi ées chimiquement minérales ou de matières
premières naturelles Principales propriétés
Bonne biodégradabilité Peu de risque de réaction à l'eau
Non toxique
- Point éclair élevé et faible viscosité - Point éclair bas (comparativement) et forte viscosité
- Très bonnes propriétés lubri antes - Propriétés lubri antes faibles - Bonne résistance à la corrosion
- Faibles propriétés caloriques - Meilleures propriétés caloriques liées à l'évaporation
- Vaporisation avec résidus - Peu de résidus
Application à la technique d'usinage si : - Réduction des frottements recherchée
- Bonne qualité de surface demandée
- Adhésion du copeau sur l'outil (arête
rap-portée) - Évacuation des calories recherchée
- Faibles vitesses de coupe
- Lubri cation des éléments de guidage
TABLEAU 2.3 Caractéristiques des huiles de coupe utilisées en MQL [53] À une même viscosité, les alcools gras ont un point éclair1 plus faible que les esters
synthétiques. L'évaporation des alcools a lieu à une température plus faible que celle des esters, par conséquent le pouvoir refroidissant des alcools sera meilleur. Les alcools possèdent par contre de moins bonnes propriétés lubri antes que les esters. Les alcools gras sont donc adaptés aux opérations d'usinage pour lesquelles on recherche une forte évacuation de la chaleur et peu de minimisation des frottements. Ces uides seront donc particulièrement adaptés à l'usinage de fonte, pour lesquelles le graphite permet de réduire les frottements. Grâce à leurs bonnes propriétés d'évaporation, les alcools présentent l'avantage de permettre d'obtenir des pièces sèches, sans résidus d'huiles, en sortie de machine d'usinage.
Les esters synthétiques sont principalement utilisés lorsque l'opération d'usinage et le matériau imposent de réduire les frottements a n de minimiser la création de chaleur et l'adhésion du matériau de la pièce sur l'outil. Le perçage et le taraudage des aciers et alliages d'aluminium sont des opérations pour lesquelles l'utilisation d'ester est adaptée. Les esters synthétiques ont un point éclair et une température d'ébullition plus forte que
1. Température la plus basse à laquelle un corps combustible émet su samment de vapeurs pour former, avec l'air ambiant, un mélange gazeux qui s'en amme sous l'eet d'une source d'énergie calori que telle qu'une amme pilote, mais pas su samment pour que la combustion s'entretienne d'elle-même (pour ceci, il faut atteindre le point d'in ammation)
les alcools. Par conséquent l'évaporation des résidus est plus di cile. En n d'usinage, on retrouve sur la pièce une ne pellicule d'huile qui peut servir à protéger la pièce de la corrosion.
Tai et al. [48] ont comparé, pour des opérations de perçage, neuf huiles MQL. Ils mettent en évidence qu'une faible viscosité, une haute concentration en huile, des tailles de gouttelettes importantes et une bonne mouillabilité2 permettent d'améliorer l'usinabilité
du matériau.
2.1.4 Adaptations nécessaires à l'emploi de la technologie MQL
2.1.4.1 Modi cations des outils de coupe
En dehors d'optimisations spéci ques, les outils de coupe utilisés en MQL sont sem-blables à ceux utilisés en usinage conventionnel. Les matériaux et revêtements restent généralement inchangés.
Ces optimisations ont pour but d'améliorer l'évacuation du copeau, de s'assurer de fournir le uide MQL dans la zone utile et de permettre à l'outil d'encaisser la charge thermique de la coupe.
Figure 2.3 Exemple d'un foret MQL et d'un foret arrosage
A n de faciliter l'évacuation des copeaux, les géométries brises copeaux sont opti-misées en pointe d'outil. Pour les outils réalisant des formes intérieures la géométrie d'évacuation des copeaux est modi ée pour palier l'absence de liquide de coupe. Par exemple, pour les forets et les tarauds on passe d'outils à goujures droites à des outils à goujures hélicoïdales. Ces goujures peuvent également être polies pour faciliter la remon-tée des copeaux et diminuer la création de chaleur par frottement. La gure 2.3 présente
2. Degré d'étalement d'un liquide sur un solide. On parle de mouillage total lorsque le liquide s'étale totalement, et de mouillage partiel lorsque le liquide forme une goutte sur le solide.
deux forets destinés à réaliser le même usinage (perçage diamètre 8.5 dans un alliage d'aluminium) avec arrosage ou en microlubri cation.
La fourniture du uide MQL uniquement dans la zone de la coupe impose de travailler nement les canalisations permettant de guider l'huile depuis la broche vers la zone de travail. Pour cela la queue des outils a été modi ée pour permettre un passage sans risque d'heterogénéisation du mélange air huile entre l'outil et le porte outil ainsi qu'entre le porte outil et la broche d'usinage. Ces modi cations font l'objet de la norme DIN-69090 [39, 40,41] (Fig. 2.4).
Figure 2.4 Modi cations de la géométrie du porte outil suivant DIN69090 Un grand soin doit également être apporté à la réalisation des canalisations internes à l'outil a n d'assurer un débit d'huile identique sur chacune des arêtes de coupe et éviter les risques de séparation du mélange air huile. Les fournisseurs outils suivent généralement les règles de conception suivantes :
éviter toutes variations brusques de diamètre des canalisations,
éviter les zones anguleuses pour limiter les risques d'hétérogénéité du brouillard, section des canaux d'entrée égale aux sections des canaux de sortie,
pour les outils étagés, augmentation des diamètres des trous de sortie avec l'éloi-gnement au porte outil.
Ces modi cations ont principalement pour rôle de faciliter l'évacuation des copeaux et la bonne lubri cation de l'arête de coupe, elles modi ent peu les mécanismes de formation du copeau qui seront abordés dans la prochaine partie ce chapitre.
La qualité d'un usinage est directement liée au degré d'usure de l'outil. Cette usure met en jeu des phénomènes mécaniques (adhésion de matière, abrasion, déformations plastiques) et à des phénomènes physico chimiques (diusion, oxydation). La suppression de l'utilisation de liquide de coupe entraine une modi cation de l'importance relative des phénomènes d'usure. En eet, l'absence de liquide de coupe entraine la diminution
des chocs thermiques subis par l'arrête de coupe (particulièrement pour les opérations d'usinage discontinues) et favorise ainsi une augmentation de la durée de vie des outils. Au contraire, les mécanismes d'oxydation de l'outil sont renforcés : le liquide de coupe ne permet plus de protéger l'outil de coupe de l'oxygène environnant et les outils travaillent à des températures plus élevées.
2.1.4.2 Modi cations du centre d'usinage nécessaires au MQL
Concernant les centres d'usinage, la technologie MQL impose une reconception com-plète de l'évacuation des copeaux. En eet, lorsqu'une machine fonctionne en présence de liquide de coupe, les copeaux sont collectés et emmenés vers la zone de retraitement par ce liquide (débit de liquide utilisé : 15 à 30 m3/h et par machine). En MQL, la géométrie
de la zone d'usinage doit être pensée a n de faciliter le collectage des copeaux. Les ma-chines MQL sont généralement pourvues d'un convoyeur à chaine qui permet de collecter les copeaux sous la zone d'usinage. Les parois de la zone d'usinage sont dessinées pour permettre aux copeaux de s'écouler naturellement vers la zone de collecte. En plus du travail sur l'inclinaison des parois, la présence de tôles peintes est déconseillée : l'usure de la peinture sous l'action mécanique des copeaux favorise leur accroche. L'utilisation de tôles nues en acier inoxydable est donc recommandée.
De la même manière l'évacuation des copeaux aux postes de chargement doit être prévue a n d'éviter les risques de présence de copeaux ou de poussière sur les appuis du montage d'usinage.
La solution proposée sur la gure 2.5 (d'après une documentation commerciale de la société Horkos) propose une solution pour faciliter le nettoyage du montage et de la pièce en n d'usinage. Un dispositif de palletisation à axe vertical est utilisé sur la machine. En n d'usinage, le transfert de la pièce du poste d'usinage au poste de charge-ment/déchargement permet de faciliter la chute des copeaux dans la zone de collectage. Cette solution présente cependant deux inconvénients majeurs : la masse embarquée sur le palettiseur et le volume nécessaire à sa rotation (augmentation de l'encombrement de la machine).
Pour éviter la présence de sources de chaleur locales dues à l'accumulation de copeaux chauds, une double paroi est parfois mise en place dans la cabine d'usinage. Cette solution a pour but d'éviter de transférer une partie des calories générées par la coupe vers le bâti du centre d'usinage.
En cas de présence d'accumulations de copeaux, des solutions de nettoyage automa-tisées ou manuelles peuvent être mises en place (aspiration, sou age, brossage, ...). Ce-pendant ces solutions sont généralement consommatrices de temps et donc handicapent la performance du centre d'usinage. On privilégiera les solutions permettant de sortir les copeaux du centre d'usinage (aspiration) à celles risquant de déplacer le problème (brossage, sou age).
Il est également nécessaire de prévoir dans la zone d'usinage la présence d'un dispositif d'aspiration. Celui-ci assure deux rôles distincts :
aspiration des fumées d'huile pour éviter les risques d'in ammation dans la cabine d'usinage,
aspiration des poussières de métal en suspension dans l'air ambiant de la machine pour assurer de bonnes conditions de travail aux opérateurs et pour éviter de
Figure 2.5 Représentation schématique d'une machine adaptée pour l'usinage MQL poser des poussières dans l'ensemble de la cabine d'usinage.
Sur la gure 2.5, un collectage des copeaux par benne individuelle (c'est à dire propre à chaque machine) a été représenté. Cette solution est particulièrement adaptée aux opé-rations d'usinage de nition c'est à dire pour lesquelles le volume de matière retiré est faible. Par contre, elle présente l'inconvénient de nécessiter un grand nombre de bennes dans l'atelier. Elle est donc consommatrice d'espace et peut impliquer de nombreux mou-vements de bennes (coût de main d'÷uvre associée important et problèmes de sécurité). Dans ce cas un dispositif de collectage des copeaux centralisé, par aspiration en sortie machine peut être envisagé.
2.1.4.3 Prise en compte des phénomènes thermiques
La géométrie produite en usinage dépend à la fois de la température de chargement de la pièce dans la machine et de son échauement pendant le process. Diérentes solutions ont été mises en place dans les lignes de production grande série de pièce à l'heure actuelle. Une première famille de solution cherche à stabiliser la température de la pièce lors de son chargement. Cette stabilisation est généralement assurée par des tunnels dans lesquels la pièce est mise en température par sou age d'air comprimé ou par aspersion d'un liquide régulé en température. Une autre solution consiste à stabiliser en température l'ensemble de l'atelier de production.
Ces deux solutions sont fortement consommatrice d'énergie et permettent uniquement de réguler la température de la pièce lors de son chargement. Elles ne permettent pas de s'aranchir des problèmes de dilations causées par l'échauement de la pièce dû à l'usinage.
2.1.5 Synthèse
La démarche MQL ne remet pas en cause les phénomènes mécaniques et physiques liés à la coupe en pointe d'outil mais l'absence de liquide de coupe impose d'identi er l'ensemble des fonctions assurées par le liquide de coupe : lubri cation, stabilisation ther-mique et évacuation des copeaux. La mise au point de l'usinage sur des séries courtes (quelques heures d'usinage) ne pose généralement pas problème : les développements ac-tuels des outils de coupe et des systèmes MQL permettent de produire rapidement des séries de pièces consécutives à la qualité demandée. Au contraire, assurer la stabilité de la production dans le temps est plus complexe : elle impose de maîtriser deux points clés : la robustesse du process d'usinage et de la machine.
La robustesse du centre d'usinage est liée à une bonne évacuation des copeaux. Comme nous l'avons vu précédemment, la conception de la machine doit permettre d'assurer la propreté (absence de copeau et poussière) des surfaces fonctionnelles (appuis du montage d'usinage, nez de broche et porte-outil (copeau sur cône), éléments de guidage). Cette hygiène doit permettre de garantir la abilité du centre d'usinage sur le moyen et le long terme. En n, une évacuation naturelle des copeaux réduit le temps nécessaire au nettoyage du centre d'usinage et permet d'espacer ces interventions dans le temps.
La robustesse du process d'usinage passe à la fois par la maîtrise des outils et des conditions de coupe et par la maîtrise de la sensibilité de la pièce aux aspects thermiques.
La formation du copeau fait intervenir des phénomènes complexes qui sont liés à la fois à l'opération d'usinage réalisée et au couple outil matière utilisé. Deux familles de méthodes sont utilisés a n de visualiser les mécanismes de formation du copeau en usinage :
Les méthodes de visualisation et d'investigation métalographique des essais de coupe brusquement interrompue (quick-stop).
Les procédés de micro-cinématographie qui permettent de visualiser de manière continue la formation du copeau.
A n de simpli er la compréhension des phénomènes mis en jeu, les essais sont générale-ment réalisés dans une con guration particulière appelée coupe orthogonale.
Dans la prochaine partie, nous décrirons les phénomènes thermomécaniques mis en usinage. Nous nous appuierons sur la description de ces phénomènes a n de préciser les sources de chaleur mises en jeu et les méthodes d'estimation de la quantité de chaleur introduite dans la pièce par l'usinage.
2.2 Thermique de la coupe
2.2.1 Dé nition de la coupe orthogonale
Dans le cas de la coupe orthogonale, l'arête de coupe est perpendiculaire à la fois aux directions de coupe et d'avance. Cette con guration permet de se ramener à un problème à deux dimensions.
Figure 2.6 Dé nitions des paramètres de la coupe orthogonale.
Dans cette con guration, l'outil est incliné d'un angle α par rapport à la verticale. Il se déplace à la vitesse vc (vitesse de coupe). La quantité de matière enlevée est
repré-sentée par l'épaisseur de copeau non déformé h et la profondeur de passe ap. Le copeau
(d'épaisseur hc) se déplace le long de la face de coupe de l'outil à la vitesse vcop et quitte
l'interface outil copeau en se courbant à la distance lc de la pointe de l'outil (longueur de
contact du copeau sur l'outil). La gure 2.6 présente ces diérents paramètres.
2.2.2 Phénomènes thermomécaniques mis en jeu lors de l'usinage
Lors d'une opération d'usinage, la création de chaleur est due à l'eet conjugué des phénomènes de frottement et de dissipation d'énergie dans les zones de déformation plas-tique de la matière. Les diérentes zones de création de chaleur sont représentées sur la gure 2.7. On identi e cinq sources de chaleur :
Zone T1 : Production de chaleur due à la déformation plastique dans la zone de cisaillement primaire. Cette zone de cisaillement s'étend de l'arête de coupe à la surface libre du copeau. Les fortes déformations présentes dans cette zone en-gendrent une élévation de la température due à la dissipation de l'énergie plastique (de l'ordre de quelques centaines de degré pour un acier).
Zone T2 : Production de chaleur due au frottement du copeau sur l'outil. Ce frottement est responsable (entre autre) de l'usure en cratère de l'outil.
Zone T3 : Production de chaleur due à la déformation plastique dans la zone de cisaillement secondaire.
Zone T4 : Production de chaleur due à la déformation plastique dans la zone de cisaillement tertiaire.
Zone T5 : Production de chaleur due au frottement de l'outil sur la pièce. Ce mécanisme provoque l'usure en dépouille de l'outil.
Figure 2.7 Diérentes zones de création de chaleur en usinage (d'après Kagnaya [23] et Battaglia et al. [2])
2.2.3 Impact de la technologie MQL sur la thermique de la coupe
En micro lubri cation, un brouillard d'air et d'huile est distribué en pointe d'outil, sur l'arête de coupe. D'un point de vue thermique, ce brouillard a un eet à la fois préventif et curatif. La distribution d'huile dans les zones de frottement a pour but de réduire les frottements entre l'outil et le copeau ainsi qu'entre l'outil et la pièce. La présence de cette huile permet donc de réduire les échauements en pointe d'outil (eet préventif). D'autre part, le sou age d'air et l'évaporation de l'huile dans la zone de la coupe ont tendance à évacuer une partie des calories produites (eet curatif).
2.2.3.1 Refroidissement par sou age d'air comprimé en pointe d'outil Le sou age en pointe d'outil d'air comprimé crée dans cette zone une convection forcée sur une surface réduite (de l'ordre d'une dizaine de mm2), surface des ori ces de
sortie du brouillard d'air et d'huile). Le coe cient de convection pour du sou age forcé d'air est de l'ordre de 200 W / (m2.K), pour de l'air à 5 - 7 bars. Le ux de chaleur associé
à ce sou age est proportionnel au coe cient de convection, à la surface de sou age et à la diérence de température entre l'air et la surface.
Q = h · S · ∆T
Pour un écart de 50 °C entre l'air et la surface sou ée et une surface de l'ordre de la dizaine de mm2, ce ux de chaleur sera ainsi de quelques Watts. Il est donc négligeable
comparé à la puissance mise en ÷uvre lors de la coupe (de l'ordre du kiloWatt comme nous le verrons dans la partie suivante).
2.2.3.2 Refroidissement par évaporation de l'huile
L'énergie de vaporisation (ou enthalpie de vaporisation) ∆hv représente la quantité
d'énergie nécessaire à la transformation d'une quantité donnée de liquide en gaz, à pression constante. Comme nous l'avons vu en introduction, deux familles d'huiles sont utilisés en MQL : les esters synthétiques et les alcools gras. La famille des alcools gras dispose d'une énergie de vaporisation plus faible que la famille des esters synthétiques : de l'ordre de 200 à 300 J/mL.
On suppose que le débit d'huile en pointe d'outil est constant et que la totalité de l'huile s'évapore pendant la coupe. Cette évaporation crée un ux de chaleur Qevap. Ce
ux est proportionnel à l'énergie de vaporisation de l'huile utilisée et à son débit en pointe d'outil ˙V .
Qevap = ∆hvV˙
Pour un débit de 30 mL/h d'huile, le ux de chaleur associé sera de l'ordre de 1.5 à 2.5 Watts. Ce ux est négligeable comparée à la puissance mise en jeu lors de la coupe (de l'ordre du kiloWatt).
2.2.3.3 Synthèse
L'énergie consommée par l'évaporation de l'huile et le sou age d'air en pointe d'ou-til ne permettent pas de réduire de manière signi cative la température dans la zone de coupe. Par la suite nous négligerons l'énergie dissipée par la micro lubri cation et ne considérerons que son rôle de limitation de l'échauement. L'envoi d'huile en pointe d'outil permet de réduire le coe cient de frottement du matériau usinée sur l'outil. L'air joue le rôle de transporteur d'huile tout en facilitant l'évacuation des copeaux par eet mécanique.
2.2.4 Puissance de coupe en usinage
La puissance de coupe est un facteur important à déterminer en usinage car elle permet de choisir une machine de puissance adaptée à l'usinage que l'on souhaite réaliser et de
rechercher les conditions de coupe qui permettent d'utiliser au mieux la puissance de la machine pour assurer le meilleur débit, en tenant compte de la résistance mécanique de l'outil. L'énergie injectée au système est en partie dissipée sous forme de chaleur comme nous le verrons dans le prochain paragraphe. C'est un paramètre important pour estimer l'échauement de la pièce.
La puissance de coupe Pc (W) représente la puissance fournie à l'outil par la broche
d'usinage pour réaliser un usinage. Elle s'exprime comme le produit du couple C (Nm) par la vitesse angulaire de l'outil ω (rd/s).
Pc= C · ω
La puissance de coupe peut être estimée à partir des conditions de coupe. Le modèle utilisé dépend de l'opération d'usinage. En fraisage, on exprime la puissance de coupe en fonction de la profondeur de passe ap (mm), de l'engagement radial de l'outil ae (mm), de
la vitesse d'avance vf (mm/min) et d'un coe cient appelé puissance spéci que de coupe
Wc (W/mm3/min).
Pc= Wc· ap· ae· vf
Pour le perçage, la puissance de coupe est proportionnelle au diamètre percé d (mm), à l'avance par dent fz (mm) , au coe cient spéci que de coupe kc (N/mm2)et à la vitesse
de coupe vc (m/s).
Pc = kc· fz·
d 2 · vc
En taraudage, le calcul de la puissance de coupe fait intervenir le pas du taraud p (mm), son diamètre nominal d (m), et la vitesse de rotation de l'outil N (rd/s).
Pc = kc· p2· d · N
Pour un alliage d'aluminium de type AS9U3 (alliage de carter de boite de vitesses), le coe cient spéci que de coupe est de l'ordre de 400 à 600 N/mm2 en perçage, de l'ordre
de 150 à 250 N/mm2 en taraudage et la puissance spéci que de coupe de l'ordre de 15
à 17 W/(cm3/min). Ces formulations de la puissance de coupe seront utilisés dans le chapitre 4 pour nous permettre d'identi er à partir de mesure de la puissance électrique consommée à la broche la puissance spéci que de coupe associée à l'alliage d'aluminium étudié.
Des ordres de grandeur de puissance de coupe en fraisage, perçage et taraudage pour les couples outil-matière utilisés dans le cadre de la thèse sont disponibles au chapitre 4 (pages 85, 96 et 97).
2.2.5 Répartition de la puissance de coupe en usinage
La puissance de coupe est dissipée principalement sous forme de chaleur dans les diérentes zones de formation du copeau. Cette chaleur se répartit entre la pièce, le
copeau et l'outil. A n de bien comprendre les phénomènes thermiques mis en jeu au cours d'un usinage il est donc non seulement nécessaire d'être capable de quanti er la chaleur produite mais aussi de prédire sa répartition (pièce, outil, copeau). En eet, le ux de chaleur dirigé vers l'outil va in uer sur son usure, tandis que le ux de chaleur entrant dans la pièce doit être maîtrisé a n de garantir les propriétés géométriques et dimensionnelles de la pièce usinée.
Figure 2.8 Répartition des ux de chaleur dans la zone de coupe d'après M. Bala-zinski [1]
La gure 2.8 présente de manière macroscopique la répartition des sources et des dissipations de chaleur dans la zone de coupe. On distingue trois sources de chaleur : Pf c,
le frottement sur la face en dépouille de l'outil, Pf c, le frottement du copeau sur la face
de coupe et Pcc, la source due au cisaillement de la matière. La chaleur créée par l'usinage
dans la zone de la coupe se répartit ensuite entre le copeau (Pcopeau) , la pièce (Ppiece),
l'outil (Poutil) et l'environnement (Penvi).
De nombreux auteurs ont travaillé sur la quanti cation des sources de chaleur en usinage et sur la répartition de cette chaleur entre la pièce, le copeau, l'outil et l'envi-ronnement [26]. Dans le cadre de ce mémoire, nous nous intéressons en particulier à la part de l'énergie de coupe introduite dans la pièce sous forme de chaleur (notée Ppiece).
Le tableau 2.4 proposé par Fleischer et al. [11] présente des ordres de grandeurs (issus de la littérature) de la répartition de la chaleur produite en usinage pour des opérations de perçage, tournage et fraisage (en supposant que l'énergie de coupe est entièrement transformée en chaleur pendant la coupe). Le tableau 2.4 montre que la part de l'énergie de coupe échauant la pièce est fortement dépendante des conditions de coupe et du couple outil - matière mis en jeu. Par exemple en fraisage de 1,3% à 25 % de l'énergie de coupe est transmise à la pièce sous forme de chaleur.
Perçage Tournage Fraisage
Outil 5 - 15 % 2,1 - 18 % 5,3 - 10 %
Pièce 10 - 35 % 1,1 - 20 % 1,3 - 25 %
Copeau 55 - 75 % 74,6 - 96,3 % 65 - 74,6 %
TABLEAU 2.4 Répartition de l'énergie nécessaire à la coupe, d'après Fleischer et al. [11] Les intervales donnés sur le tableau 2.4 sont larges et ne permettent pas d'estimer rapidement et simplement la quantité de chaleur importée dans une pièce pendant son usinage. Cette quantité d'énergie dépend de nombreux paramètres (couple outil matière, conditions de coupe, ...).
A n d'a ner ces ordres de grandeurs, deux approches diérentes peuvent être dis-tinguées. La première approche repose sur la modélisation des phénomènes physiques et la résolution du problème thermo mécanique par des méthodes analytiques (Komanduri et Hou [27, 28, 28], Chou et Song [8], Grzesik [13, 12], Grzesik et Nieslony [14], Moufki et al. [38] Sutter et Ranc [47], ...) ou numériques (Boothroy [4], Mabrouki et Rigal [35], Nouari et Molinari [42], Majumdar et al. [36], ...).
D'autres auteurs (Fleischer [11], Pabst [43], Richardson [45] ) ont choisi une approche basée sur la mesure directe de la température dans la zone de coupe. Ces auteurs cherchent à l'aide d'une mesure de la température à identi er les ux de chaleur.
Dans les parties suivantes, nous nous intéresserons tout d'abord à modéliser les deux principales sources de chaleur en usinage (cisaillement de la matière dans la zone de cisaillement primaire et frottement du copeau sur l'outil). Nous présenterons ensuite diérentes méthodes de mesure de la température en usinage puis nous comparerons les principales modélisations des sources de chaleur en usinage utilisés dans la littérature. Une dernière partie traitera des méthodes d'estimation du ux thermique dirigé vers la pièce.
2.2.6 Modélisation des sources volumiques et surfaciques de
cha-leur en usinage
2.2.6.1 Modélisation des sources de chaleur et des températures engendrées dans la zone de cisaillement primaire
Équation de la chaleur :
Le cisaillement de la matière lors de la formation du copeau provoque un échauement de la zone de coupe. Le bilan thermique local est donné par la relation ci-dessous. Les conditions aux limites seront précisées par la suite.
β.σ : ˙p = ρ.c.
dT
dt − λ.∆T Avec :
β : coe cient de Taylor-Quinney [49]
Pplas = σ : ˙p la puissance massique dissipée par la déformation plastique (en
W.m−3),
σ : le tenseur des contraintes
p : le tenseur des déformations plastiques
ρ : la masse volumique du matériau usiné (en kg.m−3),
c : la capacité thermique ou chaleur spéci que du matériau usiné (en J.kg−1.K−1),
λ : la conductivité thermique du matériau usiné (en W.m−1.K−1),
∆T : le laplacien de la température, dT
dt : la dérivée particulaire de la température.
Dans le membre de droite de l'égalité, le premier terme représente la variation tempo-relle de la température et le second terme la conduction thermique. Le membre de gauche de l'égalité représente la puissance massique dissipée lors de la déformation plastique du matériau usiné. On notera que cette source de chaleur est volumique contrairement aux sources associées aux zones de frottement.
L'estimation de la source de chaleur apportée par le cisaillement de la matière nécessite donc d'estimer le comportement du matériau usiné dans la zone de coupe.
Loi de comportement :
En usinage grande vitesse, les phénomènes mis en jeu lors de la formation du copeau sont très rapides (vitesse de déformation de 103 à 105 s−1). Les lois de comportement
traduisant ces phénomènes doivent donc prendre en compte la déformation (¯) mais aussi la vitesse de déformation (˙¯). Elles doivent également intégrer la prise en compte de la température (T ) du matériau usiné. De manière générale, ces lois se présentent donc sous la forme de la relation 2.1.
σ = σ(¯, ˙¯, T ) (2.1)
Avec :
σ le tenseur des contraintes,
¯ le tenseur des déformations plastiques,
˙¯ la vitesse de déformation plastique équivalente, T la température.
Diérentes formulations de ces lois de comportement ont été proposés dans la littéra-ture. La formulation la plus employée est celle proposée en 1983 par Johnson et Cook [21].
¯ σ = (A + B. [¯]n) · 1 + C. ln( ˙¯ ˙¯ 0 ) · 1 − T − Tambiante Tf usion− Tambiante m Avec :
A, B, n, C et m des paramètres dépendant du matériau, Tambiante la température ambiante,
Tf usion la température de fusion du matériau,
˙¯0 une vitesse de déformation plastique choisie arbitrairement.
Le premier facteur de cette loi de comportement donne la dépendance de la limite élastique à la déformation plastique, le deuxième facteur traduit la sensibilité à la vitesse de déformation en n le dernier facteur modélise l'adoucissement thermique du matériau
étudié. Les paramètres A, B, n, C et m (propres à chaque matériau) sont généralement identi és par des essais de coupe orthogonale en tournage (OCT) ou par des essais réalisés sur barre de Hopkinson (SHPB). Le tableau 2.5 issu des travaux de Ozel et Zeren [54] présente quelques coe cients déterminés par diérents auteurs. On notera que la méthode d'identi cation des paramètres in ue sur le résultat obtenu. Le choix de la vitesse de déformation plastique de référence ˙¯0 a une in uence sur la détermination du coe cient
C. Une vitesse de 1 s−1 est couramment utilisée mais ne fait cependant pas l'unanimité.
Materiau Référence A B n C m Test
AISI 1045 Jaspers et al., 2002 [19] 553.1 600.8 0.234 0.0134 1 SHPB AA 6082-T6 Jaspers et al., 2002 [19] 428.5 327.7 1.008 0.00747 1.31 SHPB
35NCD16 Tounsi et al., 2002 [50] 848 474 0.288 0.0230 0.540 OCT
INOX316L Tounsi et al., 2002 [50] 514 514 0.508 0.0417 0.533 OCT
S300 Tounsi et al., 2002 [50] 245 608 0.35 0.0836 0.144 OCT
S300 Hamann et al., 1996 [16] 240 622 0.35 0.09 0.25 SHPB
S300 Si Hamann et al., 1996 [16] 227 722 0.40 0.123 0.20 SHPB
42CD4 U Hamann et al., 1996 [16] 598 768 0.209 0.0137 0.807 SHPB
42CD4 U Tounsi et al., 2002 [50] 589 755 0.198 0.0149 0.800 OCT
42CD4 Ca Hamann et al., 1996 [16] 560 762 0.255 0.0192 0.660 SHPB
Ti6Al4V Meyer et al., 2001 [22] 862.5 331.2 0.34 0.0120 0.8 SHPB
Ti6Al4V Lee et al., 1998 [32] 782.7 498.4 0.28 0.028 1.0 SHPB
TABLEAU 2.5 Synthèse de paramètres de la loi de Johnson-Cook proposée par Ozel et Zeren [54].
Modélisation (hypothèses et conditions au limites) :
Dans le cas d'une déformation rapide, la conduction est négligeable devant la varia-tion temporelle de la température. L'énergie plastique dissipée en chaleur provoque donc principalement une élévation de température de la pièce usinée et du copeau.
La gure 2.9, d'après Komanduri et Hou [27], présente un récapitulatif de diérents modèles thermiques utilisés pour estimer la distribution de température dans la zone de cisaillement primaire. Le modèle proposé par Komanduri et Hou [27, 28, 29] est précisé sur la gure 2.10.
La plupart des modèles de la littérature séparent la matière présente de part et d'autre du plan de cisaillement en deux solides distincts. Seuls les modèles proposés par Trigger et Chao [51] et Hahn [15] modélisent le matériau présent de chaque coté du plan de cisaille-ment comme un solide unique. Les principales diérences observables entre les modèles présentés sur les gures 2.9 et 2.10 sont la nature de la source de chaleur, l'estimation du coe cient de répartition des ux de chaleur, la direction de mouvement de la source de chaleur et les conditions aux limites utilisées.
Trigger et Chao [51] supposent que la surface usinée et la surface brute sont adiaba-tiques. Ils modélisent une source de chaleur xe située sur le plan de cisaillement. Au contraire, Hahn [15] n'impose pas de condition au limite sur les surfaces brute et usinée
Figure 2.9 Récapitulatif de diérents modèles utilisés pour estimer la distribution de la température dans le copeau et dans la pièce, induite par la zone de cisaillement primaire. (d'après Komanduri et Hou [27].)
et suppose que la source de chaleur se déplace dans la direction de la coupe, à la vitesse de coupe, dans un milieu in ni.
Chao et Trigger [7] ont étendu en 1953 le modèle proposé par Hahn en le combinant à leur modèle de 1951. Ils considèrent que la source de chaleur se déplace dans un milieu semi-in ni et supposent que la température en tout point est doublée par rapport au milieu in ni. Dans leur article, les auteurs ont mis en évidence que leur modèle à tendance à lisser la distribution des champs de température et ne permet donc pas rendre compte pleinement des échauements dus au cisaillement de la matière.
Le modèle proposé par Leone [33] est proche du modèle de Chao et Trigger mais suppose que le plan de cisaillement est parallèle à la direction de la vitesse de coupe (ce qui revient à supposer l'angle de cisaillement nul). Ainsi il convertit la formation du copeau en un problème de glissement avec frottement. Leone utilise les travaux de Jaeger [18] sur les sources de chaleur mobiles et les répartitions de température en pointe d'outil a n de résoudre son problème thermique. Il suppose que la répartition de la chaleur générée est constante, et ne prends donc pas en compte l'eet du mouvement de la matière échauée dans la pièce usinée vers le copeau. Cette modélisation a par conséquent tendance à surestimer l'échauement du copeau et à sous estimer l'échauement de la pièce usinée.
Weiner [52] suppose que la source de chaleur se déplace dans la direction du plan de cisaillement et à la vitesse de coupe dans un espace imaginaire. Weiner résout de manière analytique le problème ainsi posé. Sa résolution repose sur de nombreuses hypothèses ; notamment que les surfaces brutes et usinées sont adiabatiques et que la vitesse
![Figure 1.1 Enjeux associés à la réduction de l'utilisation des uides de coupe en usinage [ 55 ]](https://thumb-eu.123doks.com/thumbv2/123doknet/2795693.65913/17.892.105.786.165.540/figure-enjeux-associés-réduction-utilisation-uides-coupe-usinage.webp)
![Figure 2.7 Diérentes zones de création de chaleur en usinage (d'après Kagnaya [ 23 ] et Battaglia et al](https://thumb-eu.123doks.com/thumbv2/123doknet/2795693.65913/31.892.213.685.582.840/figure-érentes-zones-création-chaleur-usinage-kagnaya-battaglia.webp)
![Figure 2.8 Répartition des ux de chaleur dans la zone de coupe d'après M. Bala- Bala-zinski [ 1 ]](https://thumb-eu.123doks.com/thumbv2/123doknet/2795693.65913/34.892.179.719.303.677/figure-répartition-chaleur-coupe-après-bala-bala-zinski.webp)
![TABLEAU 2.5 Synthèse de paramètres de la loi de Johnson-Cook proposée par Ozel et Zeren [ 54 ].](https://thumb-eu.123doks.com/thumbv2/123doknet/2795693.65913/37.892.115.781.349.648/tableau-synthèse-paramètres-johnson-cook-proposée-ozel-zeren.webp)
![TABLEAU 2.7 Synthèse de diérentes expressions des coe cients de partage du ux en usinage, d'après Komanduri et Hou [ 27 ]](https://thumb-eu.123doks.com/thumbv2/123doknet/2795693.65913/45.892.108.781.153.454/tableau-synthèse-érentes-expressions-cients-partage-usinage-komanduri.webp)
